茂县隧道挤压性变形段锚杆作用效果分析

王立川，侯国强，刘志强，龚伦，吴剑



茂县隧道挤压性变形段锚杆作用效果分析

王立川1, 2, 5，侯国强3，刘志强4，龚伦5，吴剑4

(1. 成都局集团公司，四川 成都 610082； 2. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075； 3. 中铁十七局集团第一工程有限公司，山西 太原 030006；4. 中铁西南科学研究院有限公司，四川 成都 611731； 5. 西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031)

针对茂县隧道穿越活动断裂带及其影响区所遇到的挤压性变形问题，通过对1号斜井及左洞前期施工变形统计分析，以及现场锚杆施工存在的问题，针对性地提出锚杆施工工艺的改进措施，并开展长期跟踪监测。研究结果表明：锚杆工艺改进前，1号斜井和左洞收敛均值分别为689.2 mm和624.8 mm，且1号斜井变形不收敛，左洞收敛时间达6个月；锚杆工艺改进后，左、右洞水平收敛均值分别为320.4 mm和141.2 mm，相比左洞工艺调整前分别下降77.4%和40.6%，且收敛时间缩短至约4个月；按“孔腔通畅+非收缩浆液+可简单验证和不可逆转灌注满浆”的思路综合性改进锚杆施工工艺可显著提升锚杆质量，发挥其在抑制隧道挤压性变形中应有的作用。

铁路隧道；挤压性变形；锚杆；工艺改进；变形控制

随着中国经济的高质量发展方针和《中长期铁路网规划》(2016修订版)及《“十三五”现代综合交通运输体系发展规划》的有序推进，特别是 19大以来“交通强国”和“区域协调发展”战略的实施，铁路建设规模将中长期处于小幅波动的持续高位。高品质交通网路大量有序向中西部擘画，是破解“不充分不平衡”发展短板的重要举措之一。中西部地区复杂和脆弱的地质条件，使交通隧道工程难以完全绕避挤压性变形地质区段。如何在这类地层中安全、快速、经济地修建隧道工程，已经并将在一个时期内成为隧道建设者须直面的难题[1−2]。挤压性变形隧道在施工中易产生支护破坏和侵 限[3−4]，造成工程投资的浪费和建设工期的颠覆性迟滞。近年来，隧道工作者“建成”了一些变形量值颇高的挤压性隧道(段)，但迄今并未形成经济免拆的系统技术对策，多次拆换支护(以初支为主，不乏衬砌)和给运营留下或轻或重缺陷甚至隐患的“惨成”案例，绝不能称为“成功经验”。对类似条件，国外主要以长锚杆结合可缩式刚架为主来应对挤压性变形地层的隧道支护，如奥地利阿尔贝格公路隧道、日本惠那山2号公路隧道、瑞士圣歌达铁路隧道。在俯仰各异的技术探索中，国内部分工程师已始由“强支硬顶”向“刚柔结合”和“支护可让”的理念转变[5−9]。接地气的隧道工程师开始重视锚杆作用，如兰新线乌鞘岭隧道[10]通过采用包括中等长度系统锚杆和补强锚杆、短锚杆超前支护和多重支护等手段，并适当提升支护刚度和提前施作加强型衬砌，以限制隧道开挖变形；兰渝铁路[11−12]新城子等隧道采用长锚杆和长锚索，留足变形量，适当提高支护刚度，实现了隧道变形的控制。作者认为锚杆在挤压性变形隧道支护中作用争议的主要根源为，颇具争议的现行设计、施工、验收规章与行业普遍存在的施工质量不当、凝胶时间与形变时程的契合性差等不利因素的多重叠加。质量合格和适时奏效的长强锚杆是应对隧道挤压性(大)变形不可或缺的技术手段之一。本文结合成兰铁路茂县隧道挤压性变形段的实践探索，以锚杆施工工艺的改进与优化及其效果验证为核心，分析锚杆在挤压性变形隧道支护中的显著贡献性作用，而不赘于锚固理论，以期为类似工程的开展提供指导和借鉴。

1 工程背景

茂县隧道(=9 913 m)位居成兰线茂县站~龙塘站区间，地处构造剥蚀深切割高中山地貌，沟谷纵横，地形起伏大，地表高程1575~3278 m，相对高差1703 m，自然坡度15°~65°，局部陡峭，以Ⅳ和Ⅴ级围岩为主，最大埋深1656 m。进口段按双线单洞合修、其余按双线分修型式设计，全隧按“两斜井+三平导”模式组织施工。

1.1 工程地质

鉴于本文主要讨论挤压性隧道(段)的锚杆施工问题，仅简介隧道中段的工程地质情况，如图1。隧道中段主要穿越千枚岩、灰岩等地层。洞身穿越茂汶断裂、九顶山断层及牟托十里铺背斜、木杷倒转向斜、茂县2号倒转背斜。以基岩和构造裂隙水为主的地下水，水量丰富。

1.2 地应力情况

据DZ-MXZK-02(DK128+500)深孔水压致裂法地应力测试结果，最大主应力方向为N34~47W，与D8K127+560~D8K128+200段线路走向(N57°W)呈10°~23°夹角。该孔最大水平主应力8~13 MPa，最小水平主应力4.94~7.86 MPa，垂直主应力按容重估算约6.87~7.43 MPa；三向主应力值的关系为S＞S＞S。

图1 茂县隧道纵断面图

1.3 挤压性变形段概述

施工图设计中，设计单位据强度应力比和围岩分级进行大变形等级预测(表1)。斜井XJ1K0+ 628~+280段预测为轻微大变形；XJ1K0+280~+ 120段预测为中等大变形，其中XJ1K0+423~+ 289穿越汶茂断裂带；左右洞D8K127+560~+720段160 m，D8K127+950~D8K128+100段150 m预测为严重大变形，按大变形Ⅲ型衬砌设计。

表1 设计大变形分级标准表

挤压性变形段落以千枚岩为主，活动断裂带以断层角砾为主。正洞主要地质情况如下：

1) D8K127+560~+690段岩性为志留系千枚岩夹灰岩、砂岩，呈灰色~灰绿色，千枚岩为鳞片变晶结构、片状构造，灰岩为隐晶质结构、薄层状构造，砂岩为细粒结构、薄层状构造，节理裂隙较发育，岩体较破碎~破碎。

2) D8K127+690~D8K128+100段主要位于茂汶活动断裂带内，岩性以断层角砾为主，呈中密~密实角砾、碎石状，局部弱胶结，石质成分以千枚岩、砂岩、灰岩为主，岩体破碎~极破碎。

3) D8K128+100~+200段岩性为奥陶系灰岩、大理岩，呈灰白色、青灰色，岩体节理裂隙发育，受构造影响，岩体破碎。

茂汶活动断裂(龙门山后山断裂)系北东向压扭性大断裂(活动断层)，地表与线路交于D8K127+ 450~+850段附近，与隧道洞身以75°交于D8K127+ 720~D8K128+200。破碎带宽度300~400 m，局部达450 m。

1.4 施工图设计支护参数

施工图对预判的斜井和正洞挤压性地段，均设置了以初支为主的各种加强支护。

2 施工设计的动态

施工补勘及开挖揭示表明，该隧斜井及正洞的大变形等级及穿越活动断裂带里程与施工图预测有显著差异。挤压性变形段均未见富水，与施工图判断不符，但和“挤压性与富水不相容”的规律一致。遂对斜井及正洞挤压性变形等级、活动断裂带位置及延伸段等进行动态调整。

2.1 挤压性变形段的异动

活动断裂带与斜井相交里程由XJ1K0+423~+ 289调整为XJ1K0+400~+042，与正洞相交里程由D8K127+720~D8K128+200调整为D8K127+687~ D8K128+080段；活动断裂带影响范围向两侧延伸各50 m，具体里程为D8K127+637~D8K128+130段，如图2，开挖揭示围岩如图3。

图2 活动断裂带与挤压性变形段平面图

图3 D8K127+620掌子面围岩照片

2.1.1 地应力再确认

斜井XJ1K0+060处的应力解除法测试结果显示，测区以水平构造应力为主。最大水平主应力27.51 MPa，最小水平主应力16.35 MPa，中间应力19.291 MPa，属于高地应力区。

2.1.2 挤压因子和等级研判检视

基于挤压因子[13]对DK127+980附近揭示围岩进行大变形等级再研判，千枚岩岩块强度估算27.6 MPa、岩体强度1.6 MPa，m和GSI取值分别为9和28，隧道埋深约600 m，计算得到挤压因子0.12，属于中等大变形。而动态设计研判此段为严重等级大变形，其原因在于与设计采用的研判指标不同。以支护效果预测变形量值，当支护质量较好时，预计收敛量值约440 mm；当支护质量较差时，预计收敛量值约820 mm。

2.1.3 变形量异常

斜井XJ1K0+628~+466段和正洞左洞D8K128+ 010~+100断层角砾岩段，相继出现量测数据超限、初支开裂、掉块、仰拱隆起，收敛值远高于设计的预留变形量值100 mm。

2.2 动态设计

据斜井和正洞揭示的地质情况，按铁路建设相关管理程序，建设单位组织参建各方现场核对，采用超前地质预报、地质分析方法、地应力测试、监控量测手段和数值模拟技术进行定量和定性的综合预测，并结合前期科研成果，对斜井和正洞实施动态设计管理。大幅度提高支护参数和加大预留变形量。

3 初支变形与破损

3.1 斜井

隧道初支施作毕，即始与围岩协同变形[13]。1号斜井变形段XJ1K0+100~+400的统计结果和典型断面变形曲线如图4和图5所示。

图4 1号斜井XJ1K0+100~+400段变形统计

图5 1号斜井XJ1K0+265断面变形曲线

从中分析知：

1) 总体表现出变形具量值大、速率快、时程长、似不收敛等特征，整体呈现同一横断面水平收敛明显大于拱顶沉降，局部地段因初支背后破碎岩体的小范围松动致沉降与收敛较接近。

2) 顶沉均值251.6 mm，最值765.2 mm位于XJ1K0+245断面，该断面水平收敛1 030.5 mm；水平收敛均值689.2 mm，最值1845.3 mm位于XJ1K0+265断面，该断面顶沉462.3 mm。

3) 3 a内顶沉和水平收敛曲线均呈“上扬”不收敛形态，初支破坏较为严重，1层和2层锚喷初支及局部补强处均出现破坏，严重的结构安全风险逼近显性呈现，并对施工通风和行走设备的掣肘而制约施工安全与效率，如图6所示。

图6 斜井初期支护结构破坏情况

3.2 左洞

左洞D8K127+950~D8K128+080段各断面监测数据显示，该段变形量值较大、速率快(最大41.5 mm/d)，典型断面变形曲线如图7和图8所示。

图7 左洞D8K127+950~D8K128+010段变形统计

1) 该段顶沉均值250.7 mm，最值462.4 mm位于D8K127+950断面，该断面水平收敛749.5 mm；水平收敛均值543.6 mm，最值950.5 mm位于D8K127+960断面，该断面顶沉442.1 mm；与以挤压因子进行的预测值相比，水平收敛最大值较支护效果较差时的预测值820 mm略大，均值在支护效果较好时的预测值440 mm和支护效果较差时的预测值820 mm之间。

2) 该段变形曲线于6个月后收敛，但其变形量值仍较大，初支(含二次初支)完成后有局部开裂。隧道左洞变形虽已收敛，但收敛较慢，且变形量大，初支主要表现为边墙挤出、混凝土剥落等，见图9所示。

图8 左洞D8K127+960断面变形曲线

图9 左洞初支变形开裂

4 锚杆工艺改进

4.1 现场调研

观察和监测表明，挤压性变形段虽已执行动态设计措施，并实施了多种型式的加强支护和施工措施，但收效甚微，设计意图未遂。作者应邀于2016年11月12日到现场调研，在查阅了锚杆灌注浆技术交底并洞见其灌注浆密实度严重不足后，在D8K127+960~+965段边墙任意选取3根已灌注浆24~36 h的锚杆实施破坏性拔出验证，成功拔出2根，与作者同期在其他铁路隧道施工现场实施的同类锚杆验证情况基本一致。结果显示：锚杆体=8 mΦ32 mm，与设计相符；破坏前最大拉拔力约150 kN；杆体自孔口始约4 m有浮浆，其余段至锚头段约4 m范围未见任何形态浆液痕迹，约80 cm长排气管亦未沾附任何形态浆液；询问现场施工人员知单液水泥浆水灰比大体为0.6~0.8。

4.2 原因简析

现场分析锚杆施工不合格的主要原因如下：

1) 钻孔用水量大，致使亲水性的千枚岩易在孔内结泥，孔壁显著软化甚至泥化。

2) 未清孔或清孔不彻底，孔内岩碴和孔壁泥块(浆)堵塞行浆路径、降低浆体与围岩粘结力，劣化锚固力。

3) 依循现行铁路行业设计和施工规章而选择的0.6~0.8水灰比浆液，凝胶收缩较大，结石率约75%，使孔腔内灌注满的浆液必然发生凝胶空隙并嬗变为灌注浆不密实。

4) 主要依循铁路行业现行施工规章而采用的锚杆灌注浆工艺，多凭经验判断，以表显灌注浆压力为灌注浆密实的主要判据，不能给操作者提供可简单验证和保证孔腔灌注满浆，且停止和撤除灌注浆管时必然引起浆液倒流损失，进一步恶化灌注浆不满孔腔的程度。

5) 挤压性围岩变形的高速率时段集中在开挖后的早期，监测数据显示开挖后约7 d内变形速率较大，而铁路行业现行规章推荐和确定的常规浆材和灌注浆工艺，决定了浆液的凝胶时间多为24~72 h以上，致使锚杆作用发挥与变形时程脱节。

4.3 锚杆工艺改进与示范

4.3.1 工艺改进

针对上述锚杆施工工艺问题，依循“孔腔通畅+非收缩浆液+可简单验证和不可逆转灌注满快凝浆”的总体原则，对施工工艺进行改进。

1) 改减钻头水孔尺寸，控制钻孔用水量，不惜打干钻，避免孔腔壁软化、泥化。

2) 用直径适当的管材引导高压风，彻底清除腔孔内岩碴和孔壁泥化物。

3) 按作者多次试验验证的0.38±0.02控制普通P.O单液浆水灰比，以确保浆液凝胶不收缩；掺入适量减水剂以满足灌注浆流动度需求，俗称“流动度不够，减水剂来凑”，但须控制掺量，以策应减水剂对浆液快凝的负面效能。

4) 采用双球阀灌注浆工艺，向上的锚杆须采取杆体外注浆工艺，水平或向下的锚杆采用杆体外或内灌注浆工艺执两用中，见图10。

5) 鉴于植入式中空锚杆的锚头提供的临时锚固力和孔口封堵阻力有限，应尽量使用工作压力低且波动幅度低的注浆泵，如挤压泵。

6) 基于建设体制制约和现场人员的工艺素养的双重掣肘，断然放弃了“快凝”原则。

双球阀灌注浆工艺的核心：一是待杆体中空孔(体外方式)或排气管(体内方式)连续股状返浆后关闭回浆球阀1，斯系可简单验证灌注满浆；二是待管杆有“跳动”感旋关闭灌注浆管路球阀2并庚即关闭灌注浆机(泵)，再解除球阀2和球阀3之间的短软管，以俟浆液初凝后再拆除滞于锚杆尾部之余阀余管，此乃不可逆转。选择球阀的目的在于操作和判断简便。

4.3.2 工艺示范

在该工作面以3根边墙部位锚杆为样本，对工区部分技术和管理人员进行了清孔、体内和体外双球阀灌注浆的工艺操作示范。示范表明，对作业工人而言，该工艺安全可靠、易操作、易掌握；平均单孔灌注浆量离散性大，环比平均灌注浆量颠覆性提升；一定范围的初支喷混凝土表面有明显湿渍、少量无压溢浆甚至极个别处所有浆液喷射，表明初支喷射混凝土与围岩之间存在罅隙，说明锚杆灌注浆同时起到一定范围内初支背后回填灌浆的作用。

(a) 体外注浆；(b) 体内注浆

5 锚杆质量检验

现场锚杆施工工艺改进于2017年1月1日完毕，左洞D8K127+785~+945段、右洞YD8K127+683 ~YD8K128+076段均按改进工艺施工。因左洞挤压性变形段已衬砌毕，2018年2月2日仅对该隧正在施工的右洞挤压性变形段YD8K127+734~+789双侧边墙锚杆质量进行随机的无损检测和拉拔抽检，共选取Φ25系统锚杆和Φ32回头锚杆各18根共计36根。

按《锚杆锚固质量无损检测技术规程》(JGJ T 182—2009)标准，无损检测结果显示：锚杆长度均符合设计；密实度指标，最高98%，Ⅰ类(优)24根、占比66.7%，Ⅱ类(良)8根、占比22.2%，Ⅲ类(合格)2根、占比5.6%，Ⅳ类(不合格)2根、占比5.6%，Ⅳ类锚杆均为回头锚杆且密实度均为50%；优良率88.9%，合格率94.4%。

拉拔检测：选取YD8K127+756右边墙Φ25系统锚杆、YD8K127+761左边墙Φ32回头锚杆、YD8K127+766左边墙Φ32回头锚杆共3根，因3根锚杆均切割了外露段，须焊接接长杆体拉拔检测。3根试验锚杆均在拉拔力100~145 kN时焊缝被拉断，后使用挖掘机对该3根锚杆进行破坏性拔出(拔出力远大于200 kN)验证，YD8K127+761左边墙和YD8K127+766左边墙Φ32回头锚杆均发生锚杆焊接处、钢丝绳拉断未被拔出，仅YD8K127+756右边墙Φ25系统锚杆被成功拔出，观察杆体全长螺窝均被浆液凝胶物握裹，与无损检测密实度98% 一致。

检测结果显示，锚杆施工工艺尤其是灌注浆工艺改进后，锚杆密实度和潜在承载效能得到了很好的保证，验证了综合改进的锚杆施工工艺的可行性和质量可靠性，但无法验证凝胶时间。

6 改进锚杆工艺后的变形及对比

6.1 左洞

变形纵向统计结果和典型断面变形曲线如图11和图12所示。

图11 左洞D8K127+785~D8K127+945段变形统计

图12 左洞D8K127+890断面变形曲线图

结果显示：该段顶沉均值166.6 mm，最值390.4 mm位于D8K127+935断面，该断面水平收敛483.8 mm；水平收敛均值320.4 mm，最值548.1 mm位于D8K127+890断面，该断面顶沉188.9 mm。变形在开挖初支3个月余后已趋稳。

6.2 右洞

全部采用改进工艺施工，段落变形统计结果和典型断面变形曲线(图13和图14，中间空白数据段为未施工段)显示，该段顶沉均值109.8 mm，最值585.8 mm位于YD8K127+980断面，该断面水平收敛443.8 mm；水平收敛平均值179.4 mm，最值564.8 mm位于YD8K127+713断面，该断面顶沉91.4 mm；沉降最值YD8K127+980断面及附近拱顶可能存在局部松散压力导致沉降值偏大且出现沉降值大于收敛值的情况。

图13 右洞大变形核心段变形统计图

图14 右洞YD8K127+726断面变形曲线

从同一地层的比较看，右洞变形量值较明显小于左洞，变形曲线在初支约3个月后基本稳定。

6.3 改进工艺前后变形对比分析

由表2锚杆工艺改进前后的变形对比知：

1) 1号斜井虽采用动态设计参数施工，并对部分区段以套拱加强支护，但其大量值的挤压性变形并未得到有效控制；大变形段顶沉均值251.6 mm、最值765.2 mm，水平收敛均值689.2 mm、最值1 845.3 mm，且变形不收敛。

2) 锚杆施工工艺综合改进前施工的左洞D8K127+950~D8K128+010段顶沉均值289.6 mm、最值464.2 mm，水平收敛均值624.8 mm、最值950.5 mm；改进后施工的D8K127 +785~+945段顶沉均值166.6 mm、最值390.4 mm，较工艺改进前分别下降42.5%和15.6%；水平收敛均值320.4 mm、最值548.1 mm，较工艺改进前分别下降48.7%和42.3%。

3) 锚杆施工工艺改进后施工的右洞挤压性变形段顶沉均值111.1 mm，较左洞工艺改进前下降61.7%，最值585.8 mm；水平收敛均值141.2 mm，最值564.8 mm，较左洞工艺改进段分别下降77.4%和40.6%。

4) 无法排除拱部锚杆质量不达标(未验证)和拱顶可能存在松散压力，导致挤压性变形段个别断面拱顶沉降值大于水平收敛。

5) 从监测数据的稳定时间上看，斜井大部分断面在长达3 a的时间内未稳定，锚杆施工工艺改进前左洞需约6个月时间，改进后的左洞和右洞基本在3个月余趋稳。

表2 茂县隧道挤压性变形段变形统计对比

6.4 缺憾与展望

鉴于从图8显示的约40%~75%的变形量值发生在快速变形的早期阶段，十分遗憾于在本工程中放弃基于“快凝”原则的工艺的验证。回顾1995年在小浪底导流洞初支中完全的预应力锚杆技术实践，作者有理由相信将“快凝”和“预应力”要素植入应对挤压性变形，必将在“变形总量值控制”和“变形收敛时间压缩”方面展现可预期的锚固 效果。

综上所述，针对茂县隧道挤压性变形问题，1号斜井采用多种支护+套拱方式强化支护措施，未能控制住大变形的发生和发展，且变形不收敛，变形量大于左右洞隧道；左右洞实施锚杆施工工艺改进后，隧道变形明显减小，表明该工艺改进效果明显，验证了合格锚杆对抑制挤压性变形的有效性。

7 结论

1) 工艺改进前，1号斜井和左洞变形量值均较大，水平收敛最值分别为1 845.3 mm，950.5 mm，均值分别为689.2 mm，624.8 mm，且1号斜井变形不收敛，左洞收敛时间长达6个月。

2) 工艺改进后，左、右洞变形量值显著降低，水平收敛最值分别为548.1 mm，564.8 mm，均值分别为320.4 mm，141.2 mm，相比左洞工艺改进前分别下降77.41%和40.57%，且收敛时间缩短到3个月余。

3) 依循“孔腔通畅+非收缩浆液+可简单验证和不可逆转灌注满浆”原则，通过调整钻头水孔、控制钻孔用水量、提高清孔质量、控制浆液水灰比、双球阀注浆等手段的联合施策，能显著提高锚杆质量，可使长锚杆在挤压性变形隧道中的支护作用名符其实。

4) 实施“快凝”和“预应力”锚杆工艺，使挤压性隧道(段)变形总量值控制水平和使初支更快趋稳的可预期验证迫在眉睫。

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Analysis on the effects of anchor bolt in squeezing deformation section of Maoxian tunnel

WANG Lichuan1, 2, 5, HOU Guoqiang3, LIU Zhiqiang4, GONG Lun5, WU Jian4

(1. China Railway Chengdu Group Co., Ltd, Chengdu 610082, China; 2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 3. China Railway 17th Bureau Group First Engineering Co., Ltd, Taiyuan 030006, China; 4. China Railway Southwest Research Institute Co., Ltd, Chengdu 611731, China; 5. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

Aiming at addressing the compressive deformation of Maoxian tunnel passing through active fault zone, based on the statistical analysis of the deformation of No.1 incline shaft and left tunnel at the early stage, as well as the study of the construction of bolt at site, an improved construction technology of bolt was proposed, and long-term monitoring were carried out. The results show that: Without any improved technology being applied, the mean convergence values of the No. 1 inclined shaft and the left tunnel are 689.2 mm and 624.8 mm, respectively, and the deformation of the No. 1 inclined shaft does not converge, and the convergence time of the left tunnel is up to 6 months; After the improved technology for bolt is performed, the horizontal convergence average values of the left and right tunnels are 320.4 mm and 141.2 mm, respectively, which are 77.4% and 40.6% lower than before, and the convergence time is shortened to about 4 months; According to the idea of ‘open hole + non-shrinking slurry + simple verification and irreversibly fully pouring slurry’, the bolt construction technology can be comprehensively improved, which significantly improve the quality of the bolt and then achieve its supposed role in suppressing the compressive deformation in tunnel construction.

railway tunnel; squeezing deformation; anchor; technology improvement; deformation control

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.04.024

U455.4

A

1672 − 7029(2019)04 − 1016 − 10

2018−10−31

国家自然科学基金资助项目(51478392)；中铁建股份公司科研项目(14-C23)

王立川(1965−)，男，河南孟州人，高级工程师，博士，从事隧道与地下工程建设的建设技术研究、管理和咨询工作；E−mail：wlc773747@126.com

(编辑 阳丽霞)